CC BY
23
Вычислим радиус кривизны в точке С проекции рассматриваемого сечения на плоскость X20]Z2 (рис. 3, б).
Прогиб / в точке С определится как
/ = ZC-[Z, + 0,5(ZB-Z,)] = = Zc-[ZB-0,5(Ze-Z,)J
или в общем виде
/ = Z(x) - О,5[ Z(x - 0,5а) + Z(x+ О,5а)].
Радиус кривизны сечения в рассматриваемой точке связан с прогибом известной зависимостью
R = (f2 + 0,25a2)/2f.
Таким образом, определяем значения радиуса поперечной кривизны в заданных точках сечений по линиям гиба и вычисляем средние по сечениям значения
R' . Используя аналогичную процедуру, находим радиусы продольной кривизны /f участков детали между
линиями гиба. По формуле (1) рассчитываем распределение радиуса Rr, затем, используя методику, приведенную в [4|, получаем закон изменения настроечного параметра 1Н, на основе которого генерируем программу гибки-прокатки детали. Все расчеты по приведенной методике легко выполняются в программе Excel.
Для автоматизации процесса гибки-прокатки необходимо оборудование, обеспечивающее в процессе формообразования автоматическое изменение настроечного параметра 1Н и угла наклона линий гиба в технологической системе координат. С этой целью разработана специализированная листогибочная машина на базе серийной модели И2222Б путем ее оснащения специальным механизмом поворота относительно изгибаемой детали (рис. 4).
Листогибочная машина установлена на поворотное основание 1, представляющее собой радиально-упорный подшипник диаметром 2,2 м, закрепленный на опорной раме 2. Привод поворота 3 выполнен в виде
цевочной передачи с трехступенчатым червячно-цилиндрическим редуктором с передаточным отношением / = 9021. В положении, соответствующем требуемому углу, листогибочная машина удерживается специальным пружинно-пневматическим механизмом фиксации поворота 4 с усилием 7 кН. Отсчет угла поворота осуществляется по шкале 5 с ценой деления 30". Механизм обеспечивает изменение угла поворота листогибочной машины на 30°.
Для автоматизации гибки-прокатки, с целью повышения точности и производительности, разработан проект оснащения листогибочной машины системой ЧПУ модели Sinumerik 802S/802C фирмы «Сименс», предназначенной для управления приводами перемещения нажимного валка, вращения приводных валков и поворота машины. Для этого использованы трехфазные серводвигатели серии 1FT6 фирмы «Сименс» с приводами с частотным регулированием серии Simodrive 611 Universal. Для повышения точности позиционирования нажимного валка в качестве устройства обратной связи применен абсолютный линейный датчик положения модели 1С 481 фирмы Haidenhain.
Библиографический список
1. Ramati S., Levasseur G., Kennerknecht S. Single piece wing skin utilization via advanced peen forming technology // 7-th int. Conf. on Shot Peening. - Warsaw, Poland, 28 - 30 Sept. 2000 (ICSP-7). - P. 1-17.
2. Садков В.В., Макаров В,И., Бирюков Н.М. Формообразование первых комплектов КЧК самолёта Ту-204 // Авиационная промышленность. - 1989, - № 4. - С. 14-15.
3. Пашков А.Е. Сергунов A.B., Темников В.А. О внедрении комплексной технологии формообразования-упрочнения деталей самолета БЕ-200 // Авиационная промышленность. -2001. - № 4. - С. 32-36.
4. Лысов М.И., Закиров И.М. Пластическое формообразования тонкостенных деталей авиатехники. - М.: Машиностроение, 1983. - 176 с.
Я.И.Оодер, А.В.Прокопьева, В.Д.Захаров
Статистическая механика многопроходного шлифования режущих пластин Р12ФЗК10МЗ периферией абразивных кругов
Повышение производительности и качества режущего инструмента в машиностроении обеспечивают с использованием различных методов и средств. В представленном исследовании эти задачи решаются с помощью полученных моделей I дисперсионного анализа (ДА) с постоянными факторами, которые в дальнейшем позволят оптимизировать выбор технологических параметров на стадии изготовления режущих инструментов [1, 2].
Экспериментальная часть работы выполнена при следующих неизменных условиях: плоскошлифовальный станок мод. ЗЕ711ВФ2; абразивные круги ПП 250x25x76 24А25 Н СМ1 6 К11; скорость резания Ук =35 м/с; материал пла-
стин - сталь Р12ФЗК10МЗ (М£С 65-67); размеры шлифуемой поверхности £х£=23x23 мм; СОЖ-5%-ная эмульсия Ак-вол-6, подаваемая поливом на деталь в количестве 7-10 л/мин. Переменные условия проведения опытов отражены в таблице.
Интервалы варьирования и уровни натуральных и нормированных факторов
Интервалы варьирования Уровни факторов
Факторы верхний (+1,00) основной (0,00) нижний (-1,00)
А - продольная подача 5пр , м./мин 7 18 11 4
В - поперечная подача Л'п , мм/дв. ход 2,5 10,0 7,5 5,0
С - глубина резания /, мм 0,0025 0,0100 0,0075 0,0050
0 - припуск 2 , мм 0,05 0,20 0,15 0,10
Е - жесткость детали ¡с]У с/ = 1,2 **, Н/'мм ~ 664* 2203 1785 875
Примечание: * - интервал варьирования выдержан неточно из-за ступенчатого изменения податливости приспособления [3, 4]; ** - д=1 - поперечная жесткость приспособления, д=2 - его продольный аналог.
В [2, 4] установлено, что микрорельеф и погрешности формы плоских поверхностей аппроксимируются нелинейной зависимостью от податливости деталей. По этой причине был выбран смешанный план 243\ в котором жесткость пластин померживалась на трех уровнях, указанных в таблице, а для остальных технологических факторов ограничивались предельными их величинами. Известным недостатком этого плана является нарушение свойства ротатабельно-сти относительно трехуровневого фактора (рис. 1, а; б). Это снижает, с одной стороны, точность оценок модели, с другой - выявление значимости влияния податливости пластин для всех условий шлифования, чего нельзя сказать о ротатабельных планах типа 25"1.
1£> £
3 о
I-
а
«
4
а) б)
Рис. 1. Рост стандартной ошибки при удалении от центра эксперимента (а) и значения изолиний поверхности (6) при переменных
факторах В и Е (режим - А=С=Р=-1.00)
Моделирование переменной податливости пластин Р12ФЗК10МЗ вели на специальной установке [3, 4], основной частью которой служит рама. Жесткость приспособления варьировали по длине рамы в горизонтальной плоскости за счет поджима ее стоек болтами на различной высоте от установочной базы. На раме крепились пластины постоянной массы и размеров. Переменную податливость приспособления распространяли на режущие пластины. Это облегчило подготовку образцов для проведения исследования. Поворотом приспособления на 90° имитировали переменную жесткость пластины у (/ = 1,2, в двух взаимно ортогональных направлениях, параллельных векторам подач 5п и $.
Эти жесткости рассматривали соответственно: д = 1 - поперечной и д = 2 - продольной. В тех же сечениях при двух расположениях названного приспособления изучали комплекс параметров микрорельефа (ГОСТ 25142-82): Яа, К.,
^тах • ' К и ^Р' Р~ Ю,50%. Высотные параметры шероховатости измеряли на профилометре мод. 170622, а относительные опорные длины неровностей - на профилометре-профилографе мод. 252. Для учета условий шлифования к стандартным обозначениям параметров микронеровностей добавлены индексы (т,д), т = ¿/= 1, 2 , где т=1 соответствует измерению микронеровности по ширине пластины, а т=2 - ее аналогу в направлении продольной подачи. Отклонение формы поверхности от прямолинейности А т- 1,4, д- 1,2, оценивали на микрокаторе
2ИПМ с ценой деления 1 мкм. Увеличение индекса т до 4 связано со стремлением полнее учесть кинематику процесса [2]: т= 1 - при прямом поперечном врезании пластины в круг; т=2 - при обратном поперечном ходе стола станка на рабочего; т=3 - при продольном рабочем ходе стола станка, выполняемом при врезании пластины в круг слева направо; т-4 - при обратном продольном (выхаживающем) проходе детали. Наибольшую из полученных величин Апю принимали за отклонение от плоскостности А. Одновременно изучали элементарные разновидности этих погрешностей: со знаком « + » - вогнутость, оценивающую смещение середины поверхности ниже ее краев; со знаком «-» - выпуклость, характеризующую опускание краев поверхности относительно ее середины (завал),
Изучение статистической механики формирования поверхности потребовало задействовать в программе следующие разделы: теорию факторных планов и, в первую очередь, смешанных планов 243\ реализующих реплику 3Л; многомерный ДА, целью которого служит оценка значимости эффектов; методы наименьших квадратов (НК-оценок) и максимального правдоподобия (МП-оценок), обеспечивающие наиболее адекватную пригонку моделей к средним наблюдений. При работе с программой использовали понятия и обозначения, общепринятые в ДА: наблюдение - отклик
Уит:г (/ = 1,36 - строки матрицы плана экспериментов, г — 1,3 - параллельные наблюдения в /-ом опыте); общая средняя - общая выборочная средняя по всем опытам у%пК!, (аддитивная постоянная полинома) при неизменных т и д; средняя опыта - средняя выборочная /-го опыта при фиксированных /', т и д. В работе учтены две разновидности средних: у,т1„ - предсказанные моделью на 5%-ном уровне значимости, утто - по результатам наблюдений. Сказанное учтено при использовании общепринятых обозначений параметров. В частности, полагаем средней
параметра по ширине пластины, прогнозируемой моделью для случая расположения приспособления переменной податливости по длине детали.
Автоматизированный поиск моделей I ДА изложен в [2, 5, 6]. В рамках данной работы остановимся на кратком изложении его алгоритма. Как известно, начальная регрессионная процедура выполняется программой с привлечением метода НК. На этом этапе проводится ДА всех эффектов и на 5%-ном уровне отбираются значимые факторы и их взаимодействия [7], которые включаются в модель НК-оценок. Полученные модели проверяются на целесообразность трансформирования методом МП-оценок при помощи критерия Бокса-Кокса. В силу инвариантности оценок метод МП позволяет преобразовать любую функцию }\1Ш{,, для чего необходимо выполнение следующих условий [8]: нормальности и гомоскедастичности ошибок наблюдений. На практике наиболее часто используют степенные и логарифмические преобразования функции с возможным сдвигом на константу [1]:
\Щу.щ.+С) л= о, Ул(.щ., = Ш.щ.+сУ л* о, (1)
\m-q - 1, 2.
Как указано выше, выпуклости поверхности в работе представлены со знаком «-» при модуле отклонения.
Но логарифм числа всегда является положительной величиной. В связи с этим константу в (1) программа подбирает из условия
У.^+С>0. (2)
Шероховатости микрорельефа не могут быть отрицательными величинами, поэтому для них в (1) и (2) постоянная С = 0. Реализация (1) является эффективным средством приближения прогнозируемых средних к наблюдаемым у\пщ . С позиций ДА эта процедура представляется минимизацией выражения [1,7]:
^ост ~ ^о ~ рег » ^
где 80 - полная сумма квадратов (СК); $РЕГ - СК регрессии; 80СТ - остаточная СК.
Преобразования (1) анализируются критерием Бокса-Кокса путем сопоставления значений (3) для исходной и преобразованной моделей. В процессе поиска моделей МП-оценок программа может предлагать несколько возможных трансформирований исходной модели ущ. В нашем случае на первом этапе было получено 48 моделей НК-оценок.
При проверке по критерию Бокса-Кокса была выявлена целесообразность преобразования 26-ти из них. Разработанная нами методика [5, 6] оставила для трансформирования только те модели МП-оценок, в которых эффективность (Э) этой процедуры оказалась не менее 5%. Нижний предел Э=5% выбран из тех соображений, что все статистические гипотезы приняты в работе на 5%-ном уровне значимости. После 3-го этапа поиска моделей в трансформированном
виде были оставлены следующие регрессии: Д,(.11#), Яг(.и., , Яр{,п,г Яг(,22,1 • Некоторые из получен-
ных моделей I ДА приведены ниже:
Д,.(.и., =(0,598+0,021С-0,015^+0,037^+0,022АО-0,015ВС+0,033ВЕГ0,0290Е]+0,031ВЕ/-
-ЪтОЕ^+ОЯтВС+ОтЯАВЕгОМЖЕ^ОЯЖОЕй2, мкм; (4)
Г~0(#п#. =15,762+6,381£]-3,963СО-4,619СОЕ], %;
А.и. =7,116+5,7Ш-2,2576-13,192С-5,75£Г7,486^+4,425ДВ+5,299АО+4,81900+2,3640^ + + 18,404СЕ]2-3,67Ю£12-8,5АВС-6,052АВ£1-2,68ЛСЕ]+8,04260^+6,375СО£], мкм;
=ехр(-0)6-0,192Д+0)097О+01067ДО-0,062Л£2-0?072ВС+0>062еЕ2-0,044С£2+0Д15Л£22+ +0,0490£22+0,181 С£22-0,051ДС£2+ОД06ВО£2), мкм; (5)
/¡0(.120 = 13,513+7,25В-6,056С+4,42ЖГ5,012В£22+5,674С£22, %;
А.,2. =-2,28+6,792Е22+3,95ЛО+3,092ВО-3,125В£2+3,29200+7,510^-5,5258Е22+5,319С£22--5,125Д6С-4,99Д6Е2+4,208£С£2, мкм.
Модели (4) и (5) получены методом МП-оценок, а остальные из приведенных -- методом наименьших квадратов. Ниже выполнено сопоставление средних изучаемых параметров, полученных с использованием моделей I ДА и по результатам эксперимента:
1. При переменной поперечной податливости детали
1.1. Черновой режим шлифования (Д=6=С=0=£] = + 1,00):
Д.си.)0'66 и Деп.^О и Ж(.П)3,54; 2,20 и ^.„,1.94; Д^-п.)4-42 и Ятах(.п)4,11;
Д/(.ц.) 2,86 и Д(вИ)2,72; Д^О.41 и Д(.2])0,42; Д,.,^ 1,97 и Дг(.21)1,96; Я,(.21ж) 1,79 и Д„{#21)1,96; 4аХ(.21.)2.77 и Дпах(.21)2,58; Д(.21.} 1,4 и Д;(#]1) 1,19; 13,56 и Г30(.П) 10,53; /40(.1!.)27,14 и
/40(.,]} 20,57; /ж.2]<) 36,39 и 1Щ.2]) 5,73; А.2]. (-36,08) и А.21 (-29,33); Д.п. 12,97 и А.п 14,00; А.3]. (-30,37) и
А.31 (-24,33); А.41.9,16 и А.415,33.
1.2. Чистовой режим шлифования (А=В=С=0=£]=-1,00):
Д^.,0,29 и Д(.1П0,27; Яфи., 1,90 и Д(.п) 1,93; 1,47 и 1,32; Д^.,,.,3,32 и Дпах(.П)3,04;
Дч.и.)1Д8 и Д,(.П)1,15; Д^.,0,21 и Д(.21)0,21; Д(.21.> 1,27 и /ё3(>21) 1,37; Д^.,0,84 и Яр(.1У)0,95; Д™,(.2,)1.62 и Д^.^1,57; Д^.,0,88 и Д(.П)0,77; 10,04 и Г30(.И) 14,40; А. 2!. (-33,78) и А.21 (-
30,00); Д., „12,97 и А.и 18,33; А.31. (-25,13) и А.3] (-12,00); Д.41. (-1,90) и А.4] (-7,67).
2, При переменной продольной податливости детали
2.1. Черновой режим шлифования (А=В=С=0=£2=+ 1,00):
Д(.12<)0,71и Д,(.12)0,62; Д(.12в)4,38 и Д(.12)4,28; Д;(.12в)2,20 и Я,(.12)2,10; Д^.,^5,23 и ^,2,5.29; Д,.12.;)3,33 и Д(.12)3,12; Яа(.22.}0,50 и Д,(.22)0,49; Д(.22.} 1,98 и Д(#22) 1,99; Яр(.22.}Ш и Яр(.22) 1,65; ДпаХ(.2» 3.49 и Д^.22,3,01; /<.с.2>)1,68 и Д,#22) 1,25; /30(.]2#) 2,20 и 1Щ.12) 13,40; Г40(.12.} 37,93 и /"40(.12) 29,53; /50(.12>) 51,91 и /Я(.12) 50,23; /30(.22.} 1,03 и ¿30(.22) 1,60; А.22. (-20,79) и Л.22 (-23,00); Д.12.13,12 и
Д.1213,67; А.3> (-27,87) и Д.32 (-27,33); Д.42. (-0,95) и Д.42 8,00.
2.2. Чистовой режим шлифования [А=В=С=0=Е2=-1Щ:
Д,(.12в)0.39и Д,(.12)0,33; Rz{. 12.}2,07 и Яг(.12)2,05; ^(.12#)1,56 и 1,71; Д^.^вЗ и Д,1ах(.12) 3,39; Д,.12.}1,36 и Я(.12)1,40; Д^., 0,19 и Кф22)0,21; /1Г.22.} 1,31 и Д(.22) 1,53; ^к.22в)0,81 и ^(.22) 1,06; ^maxí.22.)1-81 И Дшх(.22)1'81; Д(.2>)0,72 И Д>(.22)°'92= *30(.1» 5'08 И ^(-22.) 7'72 И *30(.22) 10'93!
740(.2>) 22,67 и /40(.22)21,70; Á.2> (-27,07) и Л<22 (-23,67); Á.]2. 25,35 и Д.!2 20,00; Á#32. (-10,80) и А.32 (-12,00); А.4> (-1.77) и А.424,00.
Приведенные результаты показали наиболее полное совпадение средних для высотных параметров микрорельефа. Хуже обстоят дела с отклонениями от прямолинейности и относительными опорными длинами профиля поверхности. Это связано с большим размахом наблюдений. Например, на черновом этапе обработки абразивным кругом при переменной поперечной жесткости детали средняя /40П1#, =20,57% образована наблюдениями: 25,20; 26,40 и
10,10%. Это привело к расположению экспериментальной средней ниже кривой, аппроксимируемой моделью. Во-вторых, можно представить корреляционные связи между высотными параметрами шероховатости при одноименных
я = 12- ¿W) - (5,3 - ; Дна*.,«.) = (6,4 -11,4)Д,с.1,.):
(^^Дс.^'^^^ Влияние направления варьирования по-
датливости деталей наиболее стабильно проявилось для поперечных высотных параметров микрорельефа поверхности. Установлено, что продольная жесткость детали j2 вызывает в 1,1 - 1,3 раза более интенсивный рост прогнозируемых
поперечных параметров Rúí9] . , R и ^maxi .P# !, по сравнению с поперечным направлением /,. Для продольных шероховатостей поверхности сказанное сохранилось только для наибольших шероховатостей.
Влияние поперечной жесткости заготовки и операционного припуска на средние Я0(,и,л и А.-,,, отражено на рис. 2, а, б.
Рис. 2. Влияние операционного припуска и поперечной жесткости детали на средние Raí.n,, (о) и Л.,,). (6) на черновом этапе
шлифования (режим - А=В=С=+1,00)
К сожалению, в большинстве исследований, посвященных изучению процесса плоского шлифования, этими технологическими параметрами пренебрегают. Представленные на плоскостях D-E¡ изолинии равных значений свидетельствуют о том, что поверхности откликов характеризуются перегибами и различной кривизной. Применяемые до настоящего времени модели степенного вида не позволяют учесть эффекты взаимодействий факторов, Это обедняет наши представления о статистической механике формирования микрорельефа. Из рис. 2, а следует, что глобальный минимум средней Д^.,,.,0,33 прогнозируется в точке факторного пространства (+1,00; +1,00; +1,00; -1,00; +1,00).
Это соответствует условиям чернового шлифования деталей высокой жесткости с минимальным операционным припуском. При сохранении основных условий шлифования на прежнем уровне, но при среднем значении поперечной жесткости детали в закрытом интервале [+1,00; -1,00] наблюдаем рост этой средней в 2 раза. В аналогичных условиях
абразивной обработки пластин с наибольшим операционным припуском локальный минимум параметра
смещен к основному уровню податливости. При этом варьирование жесткости /, в ту или иную сторону нежелательно. Роль операционного припуска наиболее существенно проявилась при шлифовании высокожестких деталей.
Дополнительно установлено, что при чистовом шлифовании деталей прогнозируется два глобальных минимума
(A=ß=C=-l,00), равных Д„-.п.-, =0,29 мкм, для следующих условий: D=£j=-1,00 и D=£i= + 1,00. При этом существует один глобальный максимум Д^.,,.,0,62 в точке: A=ß=C=D=-l,00; fj =+0,75. При одновременном возрастании операционного припуска и снижении жесткости детали Ei локальный максимум перемещается в направлении точки: А=В=С=Е1=-1,00; D= + 1,00, величина которого снижается до RaltUt0,5ü.
Как видно из рис. 2, б, при черновом шлифовании пластин Р12ФЗК10МЗ глобальный минимум отклонения от прямолинейности Д.Л1. = |-10,79| мкм по модулю предсказан в точке (+1,00; +1,00; +1,00; -1,00; +1,00), т.е. при обработке высокожестких деталей (£.; = + 1,00) с наименьшим операционным припуском. В этом отношении режимы прогнозирования минимальных средних Ra(t]W) и Д,2], совпали между собой. Дополнительно на поверхности отклика
Д.21. = (р(1), /ц) предсказано два локальных минимума на концах интервала ^е [-1,00; +1,00] при режиме:
/\=ß=C=D= + l,00. Они различаются между собой в пределах 6 мкм. Глобальный максимум по модулю А(.#01., =|-
66,39! мкм соответствует черновому режиму шлифования маложестких пластин с наименьшим операционным припуском (D=£j=-1,00).
Рассмотренные результаты на рис. 2, а, б показали, как сложно провести процесс оптимизации даже для двух целевых функций. Программа Staf-Ease Design-Expert 6.0.10 позволяет выполнить многомерную оптимизацию по всем 28 технологическим параметрам [2]. Но в рамках данного исследования этот вопрос не рассматривается.
Выводы
1. Для поиска оценок модели I ДА, прогнозирующих микрорельеф и отклонения формы поверхности пластин Р12ФЗК10МЗ при шлифовании периферией абразивных кругов 24А25 Н СМ1 6 К11, использован смешанный план 243" и программа Staf-Ease Design-Expert 6.0.10. Пригонка моделей выполнена методами НК и МП. Трехуровневое варьирование жесткости позволило выявить ее роль во всех случаях обработки.
2. Обнаружено, что продольная жесткость детали оказывает в 1,1 - 1,3 раза более интенсивное влияние на поперечные высотные параметры микрорельефа по сравнению с ее поперечным аналогом.
3. Установлены корреляционные связи между высотными параметрами по ширине и длине пластины от величин
и д!}, q=X2: iW) - (5,э - 6,6)Д,сп2.); Д^) = (6-,7 --1 ;
(Д,(.2*.); Д-ез^ Дпах(.2«.) = (°>5- О^ХД,^.), Д(.1(2#), Д™*.^.)) • Полученные соотношения позволяют сократить трудоемкость измерений для оценки высотных параметров микрорельефа.
4. Использование полученных моделей позволяет автоматизировать стратегию шлифования на станках с ЧПУ.
Библиографический список
1. Кендалл М., Стюарт А. Многомерный статистический анализ и временные ряды. - М.: Наука, 1976. - 736 с,
2. Солер Я,И., Казимиров Д.Ю., Прокопьева A.B. Оптимизация шлифования быстрорежущих пластин инструментом из CBN по критериям точности формы поверхности // Металлообработка, - 2006. - N° 5-6 (35-36). - С. 21-24.
3. Солер Я.И., Казимиров Д.Ю., Гайсин С.Н. САПР оптимизации чистового шлифования плоских деталей 13X15H4AM3 переменной жесткости по критерию шероховатости// Новые материалы и технологии в машиностроении: Сб. науч, тр. МНТК. - Брянск: БГИТА, 2005. - Вып. 4, - С. 127-134.
4. Солер Я.И., Казимиров Д.Ю., Гайсин С.Н, Исследование корреляционной связи между микрорельефом шлифованной поверхности и податливостью плоских деталей из стали 12Х18Н9Т II Высокие технологии в машиностроении: Мат. МНТК. - Самара: СамГТУ, 2005. - С. 225-227.
5. Солер Я.И., Прокопьева A.B. Методы стохастической аппроксимации и автоматизация поиска моделей при кубонитовом шлифовании быстрорежущих пластин // Методы и алгоритмы прикладной математики в технике, медицине и экономике: Мат. VI МНПК. В 3-х ч. - Новочеркасск: ЮРГТУ. 2006. - Ч. 3, - С. 21-34.
6. Солер Я.И., Казимиров Д.Ю., Прокопьева A.B. Автоматизация поиска моделей микрорельефа при шлифовании плоских поверхностей быстрорежущего инструмента // Вестник ИРО АН ВШ. - 2006. - N° 2 (9). - С. 133-142.
7. Шеффе Г, Дисперсионный анализ. - М,: Наука, 1980. - 512 с,
8. Закс Ш. Теория статистических выводов. - М.: Мир, 1975. - 776 с.
9. Суслов А.Г. Технологическое обеспечение параметров состояния поверхностного слоя деталей. - М.: Машиностроение,
10. Прилуцкий В.А. Технологическое обеспечение состояния поверхности деталей соединений (Методы уменьшения периодической погрешности обработки). - Самара: СамГТУ, 1988. - 132 с.
11. Рыжов Э.В. Влияние шероховатости поверхности на величину опорной площади // Высокопроизводительное резание в машиностроении. - М.: Наука, 1960. - С. 273-281.
О.В.Яценко
Анализ собираемости ори проектировании пресс-форм
Анализ собираемости пресс-формы как разновидности сборочной единицы является достаточно специфической задачей, что объясняется функциональными особенностями данного вида технологической оснастки [4].
Конфигурация и размеры деталей пресс-формы зависят от формы, размеров и свойств материала изготавливаемой детали. Главной задачей при проектировании сборки пресс-формы является создание оформляющих полостей определенной конфигурации, в которых в процессе прессования будет сформирована деталь с заданными точностными характеристиками. Отклонения деталей пресс-формы могут привести к нарушению формы и размеров оформляющих полостей и, следовательно, к отклонениям размеров и формы изготавливаемой детали. Поэтому важной задачей конструктора является назначение пределов допустимых отклонений деталей пресс-формы, позволяющих изготовить качественную деталь. Для решения этой задачи был использован метод анализа собираемости, предложенный в [2,3] и программно реализованный с помощью пакета библиотек интервального анализа Interval Equations Solver [6].
Анализ проводился при проектировании пресс-формы для изготовления детали «основание». Конструкция детали достаточно сложна, что отразилось на конструкции пресс-формы - формообразование происходит с участием 5 деталей (рис. 1). Номинальная модель сборки была создана в системе Unigraphics.
Сборка данной пресс-формы распадается на две подсборки. На рис. 2 представлен граф связей деталей. Он показывает, что сопряжение подсборок происходит через деталь "плита 3".
1987, - 208 с.
ú. Знак
Рис. 1. Детали пресс-форм
